蘇里格氣田柱塞氣舉技術(shù)效果評價方法研究

崔春江，孫棟，高立斌，袁峰，彭麗，吳學(xué)強(qiáng)

中國石油長慶油田分公司第三采氣廠（內(nèi)蒙古 鄂爾多斯 017300）

0 引言

柱塞氣舉作為致密氣田一項具有良好應(yīng)用前景的排水采氣工藝技術(shù)，在提高氣井產(chǎn)能、保持合理生產(chǎn)壓差等方面起到了積極作用。目前柱塞氣舉研究方面，主要是針對開發(fā)過程中氣藏面臨的不同難題開展對應(yīng)治理措施，具體包括：①柱塞氣舉工藝和流程優(yōu)化[1-5]；②柱塞氣舉控制系統(tǒng)優(yōu)化[6-7]；③柱塞氣舉生產(chǎn)制度優(yōu)化[8-13]；④通過采氣技術(shù)原理分析，建立新型柱塞啟動模型代替經(jīng)典模型，用該模型進(jìn)行柱塞適用性評價，以提高選井精度[14]。雖然在柱塞氣舉各方面有大量的研究，但目前無統(tǒng)一的柱塞氣舉效果評價方法。因此，本文結(jié)合蘇里格氣田在開發(fā)中所面臨的問題，從探索柱塞氣舉在氣井增產(chǎn)方面的規(guī)律性認(rèn)識的角度出發(fā)，通過分析柱塞氣舉排水采氣技術(shù)在蘇里格氣田的應(yīng)用效果，總結(jié)柱塞氣舉工藝選井原則及技術(shù)優(yōu)化的方向，形成柱塞氣舉效果評價方法，為蘇里格氣田柱塞氣舉生產(chǎn)提供技術(shù)支撐和管理思路。

1 蘇里格氣田柱塞應(yīng)用概況

1.1 柱塞氣舉簡介

柱塞氣舉是蘇里格氣田目前常用的排水采氣工藝技術(shù)，其主要特點(diǎn)是以開關(guān)井控制柱塞在井筒內(nèi)往復(fù)運(yùn)動進(jìn)行排液，通過設(shè)定間歇生產(chǎn)時間或壓力實現(xiàn)機(jī)械助力排液[15]（圖1）。

圖1 雙墊式柱塞氣舉工藝

1.2 柱塞井歷年生產(chǎn)概況

蘇里格氣田排水采氣歷年措施累計實施7萬口井次，增產(chǎn)氣量逐漸增多（圖2），累計增產(chǎn)氣量100.3×108m3，其中柱塞氣舉增產(chǎn)氣量53.9×108m3，柱塞氣舉技術(shù)應(yīng)用井?dāng)?shù)在排水采氣措施中占比55%（圖3），柱塞氣舉已成為蘇里格氣田穩(wěn)產(chǎn)的主體技術(shù)。

圖2 蘇里格氣田歷年柱塞增產(chǎn)柱狀圖

圖3 蘇里格氣田各類排水采氣技術(shù)應(yīng)用占比柱狀圖

1.3 柱塞氣舉現(xiàn)場運(yùn)行存在的問題

1.3.1 柱塞氣舉選井依據(jù)不明確

以X 區(qū)為例，結(jié)合產(chǎn)量在0.3×104m3以上的柱塞選井現(xiàn)場經(jīng)驗，統(tǒng)計出的不同產(chǎn)氣量氣井?dāng)?shù)量接近，選井分類結(jié)果并未充分體現(xiàn)出差異性（表1）。

表1 柱塞氣舉井分類統(tǒng)計表

1.3.2 柱塞運(yùn)行狀態(tài)不易把握

2012—2014 年間發(fā)生了柱塞擊碎防噴盒的情況，通過現(xiàn)場判斷，原因為柱塞在油管上行中速度未有效控制，柱塞排液過程存在一定的安全隱患。

1.3.3 柱塞制度調(diào)整難

關(guān)井時間過長，柱塞上行速度過快，頻繁超壓關(guān)井，影響開井時率；關(guān)井時間過短，柱塞上行速度太慢，柱塞舉液濾失量大，排液量少，導(dǎo)致增產(chǎn)效果不理想（表2）。

表2 柱塞氣舉開關(guān)井過程運(yùn)行存在問題

通過對蘇里格氣田柱塞氣舉井生產(chǎn)情況統(tǒng)計分析，發(fā)現(xiàn)柱塞氣舉增產(chǎn)的關(guān)鍵環(huán)節(jié)在于柱塞選井原則、制度優(yōu)化和效果評價3個方面。

2 氣井柱塞選井原則

柱塞選井需要對氣井的地質(zhì)動態(tài)條件、井身結(jié)構(gòu)等方面進(jìn)行分析，最主要的是氣井的地質(zhì)動態(tài)條件分析[16]。本次通過分析不同剩余可采儲量氣井的實施效果說明地質(zhì)動態(tài)條件在柱塞選井上的重要性。

2.1 剩余可采儲量

柱塞氣舉較大程度依賴氣井自身產(chǎn)能，了解柱塞氣井當(dāng)前生產(chǎn)狀態(tài)所處氣井開發(fā)階段是選井的一個重要依據(jù)[15]。本次通過對383 口氣井RTA 預(yù)測剩余可采儲量，并與動儲量進(jìn)行比較。

1）典型井1：S1井。S1井2011年12月投產(chǎn)，無阻流量14.24×104m3/d，可采剩余儲量/動儲量為64%，2014年8月投放柱塞，應(yīng)用效果明顯（表3，圖4）。

表3 S1井柱塞投放前后生產(chǎn)數(shù)據(jù)對比表

圖4 S1井歷年生產(chǎn)曲線

2）典型井2：S2 井。S2 井2008 年12 月投產(chǎn)，無阻流量1.92×104m3/d，可采剩余儲量/動儲量為24%，2014 年8 月投放柱塞，應(yīng)用效果不理想（表4，圖5）。

表4 S2井柱塞投放前后生產(chǎn)數(shù)據(jù)對比表

圖5 S2井歷年生產(chǎn)曲線

通過對383口柱塞井可采儲量分析的情況來看（表5），若氣井在柱塞氣舉前，剩余可采儲量占動儲量50%以上，柱塞氣舉應(yīng)用效果較為理想；相反，剩余可采儲量占動儲量30%以下時，應(yīng)用效果不明顯。則在選用柱塞氣舉前，需對被選井進(jìn)行產(chǎn)能評價，提高柱塞氣舉措施的有效率。

表5 柱塞投放前后生產(chǎn)數(shù)據(jù)對比表

2.2 井身結(jié)構(gòu)

由于柱塞在油管內(nèi)做機(jī)械往復(fù)運(yùn)動，對管柱有一定的要求，主要包括變徑管柱組合、井斜度和管徑條件[17]。

2.2.1 變徑管柱組合影響

以3"+27/8"（1"=25.4 mm）管柱組合為例，柱塞外徑約為59 mm，當(dāng)柱塞由上向下運(yùn)動容易卡阻在管柱組合變徑接箍處，柱塞由下往上排液時，液柱通過變徑處濾失量會增加（圖6），不同柱塞類型有不同的適用條件（表6）。

表6 各類柱塞規(guī)格及適用條件

表7 常用油管摩阻系數(shù)對照表

圖6 管柱變徑示意圖

2.2.2 井斜度影響

柱塞可以在油管內(nèi)通暢運(yùn)動的前提是有且僅有兩個點(diǎn)與油管內(nèi)壁相切，當(dāng)大于兩個點(diǎn)時就存在卡阻的風(fēng)險[18]。選用柱塞的條件為柱塞長度不超過0.3 m，最大井斜角度不大于38.1°，不同類型柱塞規(guī)格對應(yīng)不同井斜角度（圖7）。

圖7 各類柱塞規(guī)格及對應(yīng)井斜角度圖版

假設(shè)油管縱切面管壁是兩條在有限區(qū)間內(nèi)處處連續(xù)的平行單調(diào)遞減曲線，柱塞縱切面是一個長方形，則長方形與曲線的各切點(diǎn)需要滿足以下條件。

1）斜率條件：

2）曲率條件：

3）管徑條件：

式中：Rt為油管內(nèi)徑，mm；Lp為柱塞的長度，mm；θ為油管曲率，m-1。

通過對氣井剩余可采儲量、井身結(jié)構(gòu)、井斜度3個方面分析，確定了柱塞工藝的選井原則，下面將對柱塞運(yùn)行過程中所需要的關(guān)鍵參數(shù)梳理，明確柱塞制度的優(yōu)化方法。

3 柱塞制度優(yōu)化

3.1 柱塞制度優(yōu)化所需數(shù)據(jù)

柱塞投放前設(shè)計需要采集參數(shù)有液面位置、柱塞下深和載荷系數(shù)，柱塞制度優(yōu)化所需參數(shù)為柱塞平均速度、最大最小套壓和載荷系數(shù)。

本次對383口柱塞井實施前壓力恢復(fù)及液面測試資料進(jìn)行統(tǒng)計，判斷氣井積液狀態(tài)，并計算載荷系數(shù)，分析氣井載荷系數(shù)的分布規(guī)律。

3.2 載荷系數(shù)

載荷系數(shù)（K）是柱塞是否可以通過當(dāng)前壓差進(jìn)行往復(fù)運(yùn)動的參數(shù)，其對判定柱塞投放時機(jī)十分重要[19]。一般的，當(dāng)K＞50%時認(rèn)定柱塞無法上行舉升排液，當(dāng)0＜K＜50%時可以上行舉液。合理的載荷系數(shù)十分重要，長時間過小或過大都不合理，需根據(jù)氣井生產(chǎn)情況及時調(diào)整（圖8），載荷系數(shù)計算表達(dá)式如下。

圖8 柱塞井載荷系數(shù)示意圖

式中：K為載荷系數(shù)，%；Pc為套壓，MPa；Pt為油壓，Pa；Pp為回壓，MPa。

3.3 柱塞井載荷系數(shù)分布

不同積液程度氣井需要不同的舉升壓差，通過統(tǒng)計383口氣井實施柱塞氣舉初期的載荷系數(shù)后發(fā)現(xiàn)，其中218 口有效井分布在載荷系數(shù)20%范圍以內(nèi)、165 口有效井分布在載荷系數(shù)20%～40%（圖9）。

圖9 蘇里格氣田X區(qū)柱塞井載荷系數(shù)分布

當(dāng)載荷系數(shù)相對處于合理的區(qū)間范圍時，柱塞井就會呈現(xiàn)出階段清晰的典型排液曲線（圖10）。相應(yīng)的，當(dāng)柱塞井呈現(xiàn)出典型的排液曲線時，則能夠說明載荷系數(shù)設(shè)計較為理想，下面針對排液曲線進(jìn)行分析。

圖10 柱塞井典型排液曲線

3.4 典型排液曲線

具有典型排液曲線柱塞井的柱塞在井筒中的往復(fù)運(yùn)行大致分為5 個階段（圖11）：關(guān)井（柱塞下落）、關(guān)井（柱塞坐落）、開井（柱塞上行）、開井（柱塞排液）、開井（柱塞行至井口）。

圖11 柱塞工作示意圖

以蘇里格氣田柱塞井為例，結(jié)合柱塞排液周期規(guī)律，是以現(xiàn)有載荷系數(shù)作為開關(guān)井依據(jù)為主要分析方法對制度進(jìn)行優(yōu)化，該方法普適性較好，但仍需要依托借鑒經(jīng)典的Foss&Gaul 模型對柱塞運(yùn)行效果進(jìn)行再評價。

3.5 Foss&Gaul模型

Foss&Gaul 模型是一種預(yù)測柱塞平均上行速度、柱塞及液體帶到地面的最小套管壓力的計算關(guān)系式。該模型定義柱塞續(xù)流狀態(tài)時的套壓，并通過氣流摩阻等參數(shù)共同構(gòu)成Foss&Gaul 模型關(guān)系，在蘇里格氣田對該模型進(jìn)行擬合應(yīng)用，F(xiàn)oss&Gaul 模型原始表達(dá)式如下[20]：

式中：Pc,min為關(guān)井時的套壓，MPa/m；Pc,max為柱塞氣舉開井之前的套壓，MPa；Ptb為關(guān)井穩(wěn)定時的管壓，MPa；Pg為柱塞質(zhì)量，kg；PL為液柱質(zhì)量，kg；L為舉升液柱的高度，m；Kt為油管內(nèi)氣流摩阻，MPa/m；D為油管深度，m；Aann為油管橫截面面積，m2；At為環(huán)空橫截面面積，m2。

Foss&Gaul 模型是依托室內(nèi)實驗的經(jīng)驗公式，主要目的是為了能夠確定柱塞井的開井時機(jī)，而最小套壓值就是判識開井條件的重要標(biāo)準(zhǔn)，利用該公式可算出柱塞井開井時所需要的最小套壓值。

通過將Foss&Gaul 模型在218 口柱塞井?dāng)M合應(yīng)用情況看，有104 口柱塞井均呈現(xiàn)典型排液曲線特征，并且平均增產(chǎn)氣量達(dá)到0.11×104m3/d，以下通過分區(qū)修正模型來判斷柱塞工作制度。

1）高于最大套壓排液周期曲線特征。當(dāng)前周期關(guān)井套壓小于前次周期，油套壓差不斷縮小，并且排液周期縮短，說明排液量在減少，需要縮短關(guān)井時間，向最小啟動套壓靠近（圖12）。

圖12 高于最大套壓排液周期曲線

2）滿足最大套壓排液周期曲線。當(dāng)前周期關(guān)井套壓等于前次周期，油套壓差變化不大，并且排液周期相同，說明每次排液量均勻，無需調(diào)整關(guān)井時間，保持當(dāng)前最小啟動套壓（圖13）。

圖13 滿足最大套壓排液周期曲線

3）低于最大套壓排液周期曲線特征。當(dāng)前周期關(guān)井套壓高于前次周期，油套壓差逐漸增加，且排液周期變長甚至無周期特征，說明每次排液量減少，需加長關(guān)井時間，向最小啟動套壓靠近（圖14）。

圖14 低于最大套壓排液周期曲線

3.6 Foss&Gaul蘇里格氣田修正模型

經(jīng)典的Foss&Gaul 模型計算結(jié)果與實際生產(chǎn)參數(shù)平均誤差為23.4%，但在蘇里格氣田不同區(qū)塊誤差程度卻并不一樣，為保證計算精度，分區(qū)塊對模型進(jìn)行修正，確定新模型的系數(shù)。

模型修正主要是通過采集柱塞井井口油壓、套壓、管壓、管徑和摩阻系數(shù)，代入Foss&Gaul 模型，得出柱塞井開井時刻所需最小套壓值，通過與正常運(yùn)行柱塞井開井時刻的實際套壓值進(jìn)行比對，得出兩個套壓值的關(guān)系，得出一個修正系數(shù)，并將修正系數(shù)代入Foss&Gaul 模型中，再用修正后的Foss&Gaul模型計算所在區(qū)塊的柱塞井的最小開井套壓。

在使用Foss&Gaul 模型前，柱塞井的開井條件主要是通過載荷系數(shù)來判斷，當(dāng)載荷系數(shù)小于0.5時具有開井條件，使用Foss&Gaul 模型后，當(dāng)前套壓若是達(dá)到了最小開井套壓時具有開井條件。為了驗證修正系數(shù)的準(zhǔn)確性，通過正交試驗，將兩種不同方式得到的套壓值進(jìn)行擬合比對，驗證修正后的Foss&Gaul 模型修正系數(shù)的準(zhǔn)確性。模型修正計算流程如圖15。

圖15 模型修正計算流程圖

以蘇里格西區(qū)（以下簡稱蘇西）為例，F(xiàn)oss&Gaul修正模型如下：

對模型系數(shù)修正后，擬合情況較為接近實際運(yùn)行參數(shù)，蘇西區(qū)共選擇了20口柱塞井的生產(chǎn)曲線進(jìn)行擬合，誤差為2.6%（圖16），選井進(jìn)行正交試驗，進(jìn)一步驗證參數(shù)準(zhǔn)確性（表8）。

表8 L9（34）正交試驗表

圖16 蘇西井載荷系數(shù)與Foss&Gaul模型關(guān)系

通過正交試驗后可以看出，系數(shù)對于修正后的蘇西Foss&Gaul 模型具有決定性的影響，而該系數(shù)模型與實際曲線擬合程度高，對優(yōu)化制度達(dá)到增產(chǎn)是可參考的。

4 柱塞氣舉措施效果評價

運(yùn)行制度需要每周或每月分析一次柱塞井的生產(chǎn)情況，進(jìn)而優(yōu)化開關(guān)井時間或調(diào)整柱塞下深。調(diào)整依據(jù)應(yīng)為柱塞井本周（當(dāng)月）的套壓是否處于最小、最大套壓間，載荷系數(shù)是否在合理范圍內(nèi)。

柱塞運(yùn)行效果主要評價依據(jù)是增產(chǎn)氣量、油套壓差變化情況，以及柱塞設(shè)備運(yùn)行工況，通過對載荷系數(shù)，最小、最大套壓進(jìn)行擬合并及時調(diào)整柱塞制度[21]。

以蘇西區(qū)S3 井為例，將S3 井的開井前套壓與關(guān)井前套壓代入蘇西Foss&Gaul 模型版圖，X軸橫坐標(biāo)與套壓交點(diǎn)可以截出一個范圍，該范圍是用修正后的蘇西Foss&Gaul 模型所算出，并通過正交試驗擬合出開井時刻最大套壓和開井時刻最小套壓，進(jìn)一步計算該柱塞井正常運(yùn)行時的載荷系數(shù)范圍應(yīng)在｛22.1%，31.5%｝，若連續(xù)排液可考慮采用定壓模式，壓力設(shè)置范圍應(yīng)為｛6.5 MPa，5.0 MPa｝（圖17）。

圖17 S3井在蘇西模型版圖運(yùn)行范圍示意圖

S3 井2008 年6 月投產(chǎn)，采用修正模型計算結(jié)果生產(chǎn)后，套壓由8.6 MPa 降至3.5 MPa，液柱高度由1 555 m 降至1 039 m，產(chǎn)氣量由0.108×104m3/d提高至0.49×104m3/d，工作制度由開8 h 關(guān)4 h 優(yōu)化為開2 h 關(guān)22 h（圖18），修正后的蘇西模型作為優(yōu)化柱塞工作制度的方法，對S3井達(dá)到了增產(chǎn)目的。

圖18 S3井歷年生產(chǎn)曲線

5 結(jié)論及建議

5.1 結(jié)論

為保證所選柱塞井運(yùn)行效果，必須將井筒工藝和氣井開發(fā)動態(tài)相結(jié)合，有3個方面的認(rèn)識及結(jié)論。

1）Foss&Gaul 模型可作為柱塞應(yīng)用效果的評價方法，通過模型系數(shù)修正，結(jié)合載荷系數(shù)可以得到較為合適的套壓作為開井條件。

2）柱塞選井應(yīng)考慮氣井當(dāng)前產(chǎn)能，所選取的柱塞井剩余可采儲量應(yīng)占動儲量50%以上，才能保證較為理想的措施效果。

3）柱塞制度應(yīng)以周期效果進(jìn)行調(diào)整優(yōu)化，根據(jù)柱塞井的增產(chǎn)氣量和套壓的變化，通過增加關(guān)井時長，適當(dāng)縮短開井時長，有效利用柱塞井的能量。

5.2 建議

1）配套柱塞氣舉動態(tài)監(jiān)測工作，準(zhǔn)確認(rèn)識柱塞井排液情況及措施效果，為柱塞工作制度調(diào)整提供可靠依據(jù)。

2）建立蘇里格氣田柱塞氣舉統(tǒng)一效果評價標(biāo)準(zhǔn)，形成選井-方案設(shè)計-制度優(yōu)化等標(biāo)準(zhǔn)化柱塞運(yùn)行效果評價方法，提升蘇里格氣田技術(shù)管理水平。

3）堅持蘇里格氣田降本增效原則，通過工藝優(yōu)化改進(jìn)降低柱塞工具及設(shè)備的成本或探索復(fù)合新工藝。